深覆蓋層上堆石壩地基強夯處理的應用研究

趙津磊 ， 包騰飛 ， 程 琳

（1.河海大學水文水資源與水利工程科學國家重點實驗室，江蘇 南京 210098；2.河海大學水資源高效利用與工程安全國家工程研究中心，江蘇 南京 210098；3.河海大學水利水電院，江蘇 南京 210098）

0 引 言

面板堆石壩憑其造價低，對地形地質條件適應性好，可充分利用當地材料等諸多特點，成為施工設計中常用的壩型。目前，國內大部分面板堆石壩以修建在基巖上為主，直接修建在覆蓋層上的面板堆石壩很少[1-3]。隨著西部大開發的深入，將有更多的面板堆石壩和高土石壩工程修建在深覆蓋層上。與修建在基巖上的面板堆石壩相比，深覆蓋層上的堆石壩面臨的主要問題是在水荷載和壩體重力的影響下覆蓋層會產生較大的不均勻沉降變形，這必然會影響壩體、混凝土面板及防滲墻等結構的應力變形性狀[4]。對于深度不大的覆蓋層可以全部挖除，但當覆蓋層較深時，勢必會增大工程的造價和延長工期。由此可見，如何在經濟合理和技術允許的條件下加固地基，減小深覆蓋層的不均勻沉降是一個十分值得研究的問題。

強夯法是地基加固處理中常用的方法，不需要特定的材料，可以有效地提高地基承載力，減小不均勻沉降[5-6]。本文提出對深覆蓋層上的面板堆石的趾板和壩體主堆石下部地基進行強夯處理，以減小壩基的不均勻沉降。為了詳細研究地基強夯后對壩體、面板、防滲墻等結構的應力變形影響，擬設了3種強夯強度實施方案，運用有限元數值計算法對其實施效果進行了比選和論證，以期為深覆蓋層上修建面板堆石壩工程建設提供技術支撐。

1 計算理論和方法

1.1 計算方法

本文運用有限元數值分析法，壩體材料采用鄧肯-張雙曲線非線性模型 （E-B模型）模擬其應力應變關系，該模型計算參數少，物理概念明確，主要參數有彈性模量K、彈性模量指數n、破壞比Rf、卸荷彈性模量Kur、體積模量數Kb、體積模量指數m及容度γ等，加載時采用切線彈性模量[7-10]。

以修建在深覆蓋層上的某面板堆石壩為工程背景，該工程最大壩高124.0 m，壩頂高程288.5 m，壩頂長481.0 m，寬10.0 m，上游壩坡1∶1.5，下游壩坡1∶1.6。壩址處河谷呈 “U”形，大壩基礎坐落在砂卵石深覆蓋層上，一般厚度30 m，最大厚度41.87 m，巖性為含漂石及泥的砂卵石層，夾4層連續性不強的粘土及十幾處砂層透鏡體。筆者初步擬定對趾板和主堆石下部的地基進行強夯處理，強夯加固有效深度取為7 m，具體位置見圖1。

圖1 壩體材料分區（高程：m）

為詳細研究強夯加固后的效果，通過采集覆蓋層樣本進行室內強夯試驗，得到了3種強夯加固方案下地基的粘聚力c、內摩擦角φ、彈性模量E及泊松比ν等計算參數，見表1~4。

表1 地基未處理前的參數

表2 強夯加固方案1地基的參數

壩體材料參數見表5。混凝土面板、趾板、連接板和混凝土防滲墻采用線彈性模型。混凝土面板彈性模量E=30 GPa，泊松比ν=0.167；趾板、連接板和混凝土防滲墻彈性模量E=28 GPa，泊松比ν=0.167。

表3 強夯加固方案2地基的參數

表4 強夯加固方案3地基的參數

表5 壩體材料E-B模型參數

1.2 計算模型

根據該工程壩址地質剖面圖及大壩設計圖，建立三維有限元計算網格 （見圖2），共11 302個節點，9 625個單元。混凝土面板、趾板、連接板和墊層之間設置無厚度Goodman單元模擬接觸面性狀，面板垂直縫和周邊縫等采用縫單元模擬。有限元數值計算中，模擬壩體的填筑過程，逐級施加荷載，混凝土面板分2期澆筑，1期面板完工后即利用面板擋水。

圖2 三維網格剖分

2 計算結果分析

為了體現不同方案下計算結果的相對變化趨勢，表6～8所列數值為將地基未處理方案下的結果設為1，其他3種方案與其比較所得的無量綱相對值。

2.1 壩體變形

壩體竣工時和蓄滿水時壩體變形結果相對值見表6。由表6可知，隨著強夯強度的增大，壩體竣工時和滿蓄時各向位移均有減小趨勢。雖然竣工時的上游向水平位移和沉降變形的相對減小量比較顯著，實際竣工時上游向水平位移最大減少量只有2.0 cm，沉降變形竣工時最大減小量為13.1 cm，滿蓄時最大減小量為13.5 cm，但相對于壩體尺寸，壩體變形的變化量是很小的。

表6 壩體最大變形最大值比較

2.2 面板應力變形

該工程混凝土面板分二期澆筑，一期面板澆筑至高程235.0 m，一期面板完工后即開始利用面板擋水，壩體填筑至壩頂后再澆筑二期面板。各方案下面板應力值計算結果相對值見表7。由表7可知，地基強夯處理后，順坡向應力稍有增大的趨勢，軸向應力稍有減小的趨勢。從地基未處理到強夯強度最大的方案3，竣工時各向應力實際值變化很小，滿蓄時順坡向壓應力增大1.7 MPa，拉應力增大0.4 MPa；軸向壓應力減小0.6 MPa，拉應力減小 0.5 MPa。各方案面板撓度在高程方向分布見圖3。

表7 面板應力最大值比較

圖3 面板撓度沿高程分布

從圖3可以看出，面板最大撓度變形出現在面板底部，圖3中235.0 m高程處的轉折點是由于面板分期澆筑，一期面板澆筑完畢即開始蓄水形成的，竣工時主要是一期面板發生撓度變形。隨著強夯強度的增大，面板撓度逐漸減小，以面板底部最為顯著，最大減小量達5.3 cm；滿蓄時面板撓度同樣呈逐漸減小的趨勢，最大減小量為12.6 cm。

2.3 防滲墻應力變形

竣工時和滿蓄時防滲墻的應力計算結果的相對值見表8。由表8可知，竣工時地基的強夯處理使壓應力和拉應力都有減小的趨勢，但實際變化量不大；滿蓄時采用方案1和方案2時，壓應力也略有減小趨勢，但采用方案3時，局部壓應力出現反彈，但總體變化量不大，滿蓄時，拉應力比例因子減小到0.64，減小趨勢比較顯著。竣工時和滿蓄時防滲墻向下游撓度沿高程分布見圖4。

表8 防滲墻應力結果最大值比較

圖4 防滲墻撓度沿高程分布

該工程竣工時已開始蓄水，所以防滲墻竣工時即呈現向下游變形。由圖4可以看出，防滲墻撓度隨著強夯強度的提高逐漸減小，竣工時最大減小量為5.3 cm，滿蓄時最大減小量為7.3 cm。

2.4 接縫變位

接縫的三向變位結果見表9。由表9可知，面板縫的三向位移最大值整體呈減小的趨勢，但變化量不大，均在0.5 cm以內。受地基強夯處理影響，河床位置的周邊縫在方案2之前呈略有增大的趨勢，但采用方案3的強夯強度時變形又得以緩和。地基強夯處理后連接板與趾板之間的變形表現為壓縮變形有變大的趨勢，變化量均在1.6 cm以內。連接板與防滲墻的三向變形在地基強夯后主要表現為沉降變形逐漸減小，最大減小量均在0.8 cm以內。

表9 接縫變形變形結果cm

3 結 論

有限元計算結果可知，地基強夯處理后，壩體的水平位移和豎向沉降都有所減小。混凝土面板的撓度隨著強夯強度的增大也呈逐漸減小的趨勢，尤其是面板底部位置變形，地基強夯加固后面板的順坡向應力會略有增大，軸向應力會略有減小，但實際變化數值不大。地基強夯處理后防滲墻后側地基模量變大，故而防滲墻向下游方向撓度變形明顯變小，地基加固后防滲墻拉應力明顯變小，壓應力稍有增大，整體來看對防滲墻的穩定性還是比較有利的。由于地基加固后壩體變形變小，故位于壩體上的面板縫的三向位移也得以改善，趾板與連接板間的沉降變形也有相應的減小。因此，趾板和主堆石下部覆蓋層進行強夯處理后，有效地改善了壩體、混凝土面板和防滲墻等結構的應力變形形態，提高了深覆蓋層上面板堆石壩的整體安全性。

［1］酈能惠，楊澤艷.中國混凝土面板堆石壩的技術進步［J］.巖土工程學報， 2012， 34（8）:1361-1368.

［2］黨林才，方光達.深厚覆蓋層上建壩的主要技術問題［J］.水力發電， 2011， 37（2）:24-28， 45.

［3］孫大偉，鄧海峰，田斌，等.大河水電站深覆蓋層上面板堆石壩變形和應力性狀分析［J］.巖土工程學報， 2008， 30（3）:434-439.

［4］徐澤平.混凝土面板堆石壩應力變形特性研究［M］.鄭州：黃河水利出版社，2005.

［5］水偉厚.沖擊應力與10 000 kN·m高能級強夯系列試驗研究［D］.上海：同濟大學，2004.

［6］李敬，崔國明，趙軍.強夯法加固濕陷性黃土土壩地基實驗研究［J］.河南科學， 2006， 24（1）:111-114.

［7］殷宗澤.土工原理與計算［M］.北京：中國水利水電出版社，2007.

［8］朱百里，沈珠江.計算土力學 ［M］.上海：上海科技出版社，1990.

［9］DUNCAN J M,BYRNE P,WONG K S,et al.Strength,stress-strain and bulk modulus parameters for finite element analysis of stress and movement in soil masses［R］.Berkeley:University of California,1980.

［10］酈能惠，孫大偉，李登華，等.300 m級超高面板堆石壩變形規律的研究［J］.巖土工程學報， 2009， 31（2）:155-160.